两相厌氧系统处理乳制品废水的效能外文翻译资料

 2022-08-12 03:08

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两相厌氧系统处理乳制品废水的效能

  1. INCE

伊斯坦布尔技术大学土木工程学院环境工程系,土耳其伊斯坦布尔80626 Maslak

摘要:研究的是实验室内两相厌氧消化系统在预定的厌氧酸化反应器操作标准处理乳品废水的性能。从历时9个月的实验操作取得的结果得知,在有机负载率(OLR)为5 kg COD / msup3;d和水力停留时间(HRT)2天的时间的情况下,总体COD去除效率为90%,BOD去除率为95%。产酸相完全搅拌釜式反应器的最高有机负荷为23 kg COD / m3d,HRT为0.5天,而产甲烷相上流式好氧滤池的最高 有机负荷为7 kg COD / msup3;d,HRT约为1.5天。在预酸化反应器中,当OLR为12 kg COD / msup3;d时,COD转化为挥发性脂肪酸(VFA)的最大转化率达到60%,此后转化率保持恒定,达到了60%的总脂肪去除。在第一相甲烷产量的在第二相中高,表明酸相和甲烷相的分离效果很好,在产酸阶段有效地消耗了在产酸阶段产生的VFA。copy;1998 Elsevier ScienceLtd 保留所有权利。

关键词:酸化率,完全搅拌厌氧酸化反应器,乳制品废水,总脂肪去除,两相厌氧消化,上流厌氧滤池

介绍

大多数厌氧废水消化池的环境条件对发酵微生物无法为产甲烷微生物提供最佳的环境条件,基于此两阶段厌氧消化池应运而生。由于微生物具有不同的生长特性,因此不可能选择一个能同时满足产酸菌和产甲烷细菌生长最适条件的消化器。短的HRT和低pH等是有利于产酸菌的生长条件而对产甲烷菌具有抑制作用。Pohlan和Ghosh(1971)首次提出将两种主要的微生物物理分离到串联反应器中,以利用它们的生长动力学差异。为了完成相分离,采用了如下几种技术,例如膜分离(Fernandes, 1986),动力学控制(Andrews和Pearson,1965; Ghosh和Pohland,1974; Massey和Pohland,1978; Cohen等人,1979)和pH控制(Pohland和Mancy,1969)。后两种方法的组合被证明是分离酸和甲烷相最成功的方法,主要用于两相厌氧消化的研究和应用。通过分两阶段进行,可以通过独立控制蒸煮器来选择和富集每个消化器中不同的细菌沼气池的工作条件。因此,第一阶段(产酸)可用于促进产酸菌生长,第二阶段(甲烷生成)可用于促进产甲烷菌生长。

两阶段过程具有以下潜在好处:

(i) 两相消化的基本概念是优化细菌的产酸基团和产乙酸-产甲烷基团的水解条件,使得产生最适合产甲烷菌的酸代谢物来增加产甲烷率基材周转率。两相系统可以减小反应器的总体积。

(ii) 由于细菌种群具有更多的异质性,通过适当地控制酸化作用,能提高菌群稳定性,因为该过程将确保有机物和水力不会超过负荷波动,且能在第一阶段则充当代谢缓冲液( Zoetemeyer ,1982)。对产甲烷菌有毒的物质也可以在第一阶段去除。

(iii)可以处理快速生长的产酸生物质/污泥而不会损失产甲烷细菌(Cohen,1982)。二级反应器中厌氧生物质在悬浮生长系统中的沉降性差,因此无法使用沉淀循环利用是提高系统效率的一种手段。但是添加载体附件可以解决,比如通过颗粒固定或截留的反应器配置(例如上流厌氧过滤器)。

已经发表了大量关于在两相反应器中处理废物的益处的文献(Massey和Pohland,1978; Cohen等,1980;Verstraete等,1981; Ghosh 和Henry,1982; Fernandes,1986)在处理啤酒(Oliva等,1990),酵母(Enger等,1986),不溶性废物,棕榈油(Ng等,1985),乳品( Li和Sutton,1984年),汽水(Ghosh等人,1983年)和污水污泥和肥料(Ghosh等人,1975年)两相工艺有更高的处理效率和更好的工艺稳定性。自1970年代以来,相分离已被引入厌氧消化技术中。然而,关于预酸化反应器中的操作条件的优化,两相构造中的上流过滤器的操作和性能的数据很少。因此,通过运行了两相厌氧消化系统9月时间,来确定其在酸化程度,预酸化反应器中产生的主要VFA的分布,总COD去除量,总脂肪物质(TFM)去除方面的性能。

材料和方法

实验室内的两相厌氧消化系统的描述

图1为本研究中使用的实验室两相厌氧消化(TSAD)系统的示意图。它由一个完全混合的厌氧消化池(作为预酸化反应器)和一个上流厌氧滤池(作为甲烷生成反应器(UFAF))组成。这两个反应器均采用PVC制成,预酸化反应器的可装入液体体积为10升,UFAF的空体积为31升。

图1实验室两相厌氧消化(TSAD)系统的示意图

水位位于10升容积的刻度,并通向5升容积的pH中和容器,联通UFAF将它们置于水浴中,并使用恒温控制的水循环系统保持温度。在整个研究过程中,UFAF和预酸化反应器的温度均保持在33-36°C。预酸化反应器在反应器外部的池中装有pH探针,并用高速循环泵使反应器中的物料循环通过pH池。在整个研究过程中,通过自动添加NaOH来调节预酸化反应器中的pH,并保持在5.5-6.0的范围内。用搅拌器在反应器中使其良好混合(60-90 rpm)。在该实验中使用的UFAF是1 m长,内径为20 cm的PVC柱。向该装置家入pH值已调好(7.0-7.5)的乳制品废水。放置三个流量分配板,一个位于进水口上方5厘米处,第二个位于中间高度,第三块位于过滤器内出水口下方5厘米处。进水口和出水口分别位于距底部8cm和距顶部10 cm的位置。除了这些端口外,还有三个采样端口位于距底座20、40和70厘米处。出水管(距UFAF底部2厘米)与再循环管线相连,以通过将生物质再循环回UFAF的进水口来提高产甲烷活性。产甲烷细菌的活性及其数量和组成的变化是通过特定的产甲烷活性测试,显微计数和数量技术来确定的。从排水管抽取的样品中可检测到甲烷菌较高的活性水平。使用变速泵将处理后的废水再循环到过滤器中。其他两个端口用于抽取样品进行挥发性悬浮物(VSS)和COD测量以及微生物分析。最初将上升速度(UV)维持在5 m / 天,以使微生物附着到介质上。在启动完成后(约5周),将紫外线增加至15 m /天,并在其余的研究中保持在相同水平。两个气体出口位于预酸化反应器和UFAF的法兰顶。在每个带凸缘的顶部都安装了一个血清盖,以便能够采集样品进行气体分析。使用湿气计监测每个反应器中产生的气体的流速。使用的媒介非增塑无孔PVC鲍尔环,其被松散地填充到带有滤孔的过滤柱中。

分析方法

使用Hach COD反应器模型(在150°C的温度下消化2 小时)进行COD分析,使用气相色谱仪(GLC)测定 VFA。使用湿气计测量气体产量,同时使用气相色谱 法(GC)确定气体组成。在55°C下使用氦气载气在1.5°C的热钢柱上使用Becker 403 GC型气相色谱仪测量1 ml气体样品中的CH4。在整个研究过程中,每天监测pH值,温度,气体成分,产气率和VFA,每周监测SS,VSS 3次。每两周进行一次TKN,NH3-N,PO4-P,TFM和BOD5分析。所有分析均根据标准方法(1985)进行。

接种源

在整个研究过程中,使用牛奶和奶油装瓶厂的废水作为原料,其化学特性列于表1。通过补充酸,在预酸化反应器中OLR的增加超过12 kg COD / msup3;d。因为所用废水的COD浓度仅在2000-6000 mg / L的范围内,所以使用含葡萄糖的废水来接种活跃的厌氧细菌群。在系统中接种了消化污泥,该污泥取自位于当地生活污水处理厂的一级污泥消化器。

表1 废水的化学特性

计算酸化的化学需氧量的百分比

虽然也使用乙醇,乳酸盐,H2等来理解和解释产酸相,但估算酸化速率使用最广泛的参数是VFA。其他参数,例如酸化反应器的进水和出水中的碳和COD浓度也有参考价值。Eastman和Ferguson(1981)建议对每种不同的酸使用COD当量,以将其总浓度表示为COD。Hajipakkos(1987)发明了以此方法中使用乙酸的当量估算每种酸的酸化速率的方法。表2列出了五个VFA的COD当量。使用以下公式可以更容易地评估整体产酸现象。但在这项研究中,由于乳品废水的特殊性,使用了进水的总COD进行计算。

表2 挥发性脂肪酸的换算系数

酸化COD百分比=VFA的CAD(mg/L)/可溶性CAD(mg/L)times; 100%

结果

预酸化反应器的性能

在完全混合的厌氧消化系统中初步确定了乳制品废水预酸化操作标准。为了确定最大酸转化的组合,研究了六个不同的pH和温度范围。结果表明在所研究的范围内,温度范围为34-36°C和pH范围为5.7-5.8是最佳组合。有关结果细节已在先前的论文中进行了广泛讨论(Kasapgil等,1995)。确定操作条件后,使用新鲜污泥重新启动完全混合的厌氧消化系统。如先前的论文所述进行启动程序和初始配置(Kasapgil等,1995)。发现酸反应器的COD去除效率在10-40%的范围内,这表明在预酸化过程中,用短时间的HRT可以去除一些COD。在大多数操作过程中,沼气中的甲烷百分比微不足道,在5-15%之间变化,相应的甲烷产量为0-0.15 msup3;CH4/ kg COD。图2显示了整个酸反应器运行过程中产生的总VFA和四种主要VFA(即乙酸,丙酸,正丁酸和正戊酸)浓度的变化,其他VFA的浓度很小。

如图2所示,在VLR达到10 kg COD /msup3;d(第150天)时,总VFA的浓度略有增加,之后随着总VFA的增加,总VFA显着增加。最高23 kg COD / msup3;d的OLR(第275天)。检测到的乙酸和丙酸的OLR最高为4 kg COD/ msup3;d(第75天),此后开始生产正丁酸。正戊酸生产在8 kg COD / msup3;d的OLR之后观察到第140天(第140天)。在剩余的操作期间,四种主要酸的相对含量有所不同。研究结束时,发现正戊酸是最高浓度的酸,其次是正丁酸,乙酸和丙酸。

图2预酸化反应器中VFA浓度与运行时间的关系图

在操作结束时,观察到反应器中VSS的浓度逐渐增加,最高达到1350 mg / l。图3显示了反应器中酸化COD百分比和VSS含量相对于OLR的变化。如图3所示,观察到酸化COD百分比显着增加,直至OLR为7.5 kg COD / m3d,此后在其余研究中保持相当恒定。最大酸化率达到61%。图3还显示了产酸生物素量之间的关系。

图3预酸化反应器中对OLR的酸化COD和VSS百分比图

预酸化反应器中产生的物料量和酸化的化学需氧量百分比如图所示。酸化的COD速率随着反应器中生物质浓度的增加而增加,并且当生物质浓度为约750mg / l时达到峰值,当生物质浓度进一步增加时稍微降低。TFM去除率和OLR对工作时间的关系如图4所示。从图4可以看出,在预酸化过程中,进料中高达60%的TFM被去除了。通过添加尿素和KH2PO4,进料中的COD:N:P比保持在400:5:1。注意在预酸化反应器中生物质消耗的COD:N:P比率为400:0.9:0.2。在整个操作过程中,系统中NH3-N的浓度可忽略不计。此外还研究了用于调节预酸化反应器pH值的酸/碱要求。

图4.预酸化反应器中的TFM率去除和OLR与运行时间的关系图

图5预酸化反应器中针对OLR的碱/酸消耗量图

图6过滤器中的OLR和COD去除量与运行时间的关系图

预酸化反应器中的酸/碱消耗量与OLR的关系如图5所示。OLR的增加导致酸消耗量(ml / l废水/天)增加,最高值为11 kg COD / msup3;d,然后使用增加量的碱来调节反应器内部的pH。即使废水的pH值没有显着变化,也可将其控制在 5.5-

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